艾國平，陳 剛，劉維正，戴曉亞，李英偉

(1. 中交一公局集團有限公司，北京 100024； 2. 中南大學 土木工程學院，長沙 410075)

隨著我國城市地鐵隧道的發(fā)展，盾構法因其安全、進度快、對地面影響小等優(yōu)點被廣泛應用。但在盾構隧道的施工過程中，管片上浮的現(xiàn)象不可避免，還會導致管片錯臺、軸線偏移及管片破損的問題[1]。為解決以上問題，有必要對盾構隧道施工過程中管片的上浮機理進行深入研究。

目前國內(nèi)外學者主要從理論分析、數(shù)值模擬、實驗幾方面對管片上浮問題進行了研究。葉俊能等[2]將盾構隧道施工期管片上浮分為線性發(fā)展段、圓弧發(fā)展段、變形穩(wěn)定段3個階段，其中錯臺變形主要發(fā)生在線性發(fā)展段，張開變形主要發(fā)生在圓弧過渡段。胡輝等[3]在研究泥巖地層管片上浮問題時，通過數(shù)值模擬的方法，分析了地下水浮力、注漿體彈性模量、注漿壓力3個因素對管片上浮的影響并得出各自的影響規(guī)律。Kasper等[4-5]通過建立三維數(shù)值模型，分析了注漿壓力、漿液性質(zhì)、地層性質(zhì)及隧道埋深對管片上浮的影響規(guī)律。傅鶴林等[6]采用數(shù)值分析，對盾構隧道施工期滲流場、地應力場、隧道埋深、地下水位、泥水和注漿壓力等因素進行分析，明確了各因素在隧道施工期間對管片上浮的影響。魏綱等[7]采用修正慣用法襯砌設計理論對盾構隧道施工階段上浮管片進行力學分析，提出上浮階段的襯砌環(huán)受力模型及計算公式。陳元慶[8]通過實時跟蹤監(jiān)測軟土地層下管片上浮現(xiàn)象，掌握了管片上浮的基本規(guī)律及動態(tài)優(yōu)化控制性技術。張軍[9]在研究富水復合式地層地鐵管片上浮時，通過分析造成管片上浮的主要因素、理論研究和現(xiàn)場實踐，根據(jù)盾構掘進參數(shù)和地質(zhì)情況形成一套控制管片上浮的施工技術。

現(xiàn)有的研究大多針對影響管片上浮的諸多因素，其中軟土地層的隧道管片上浮機理及控制性措施研究較為完善。然而，硬巖富水地段中管片上浮現(xiàn)象也經(jīng)常發(fā)生，對于其上浮機理及防控技術的研究卻不夠充分。本文依托長沙地鐵6號線施工實例，通過現(xiàn)場監(jiān)測和三維數(shù)值模型模擬相結(jié)合的方式對富水硬巖地層下盾構管片上浮的機理進行研究，并提出控制管片上浮的主要施工措施。

1 工程概況與管片上浮監(jiān)測

經(jīng)監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，長沙地鐵6號線朝芙區(qū)間左線前100環(huán)存在不同程度的管片上浮現(xiàn)象。其中，左線前100環(huán)穿越地層為中風化泥質(zhì)粉砂巖，上覆土層主要為瀝青、混凝土層、素填土、雜填土、粉質(zhì)黏土、圓礫、卵石層、強風化泥質(zhì)粉砂巖，隧道頂部埋深19.2～19.5 m，地面較平整，標高約32.96～33.10 m，地下水位為29.45～30.12 m。現(xiàn)場施工時，前10環(huán)為盾構始發(fā)階段，10環(huán)以后為正常掘進階段，正常掘進階段每天的施工量約為8環(huán)。

根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，將前100環(huán)成型隧道垂直偏差測量成果與盾構導航系統(tǒng)數(shù)據(jù)進行對比，圖1為前100環(huán)管片垂直姿態(tài)差值，發(fā)現(xiàn)前4環(huán)由于處于始發(fā)進洞階段，同步注漿填補不及時，管片下沉；剩余管片均存在不同程度的上浮，管片上浮值主要集中在40 mm左右。

圖1 前100環(huán)管片垂直姿態(tài)差值

2 硬巖地層管片上浮原因分析

在盾構施工的過程中，盾構的構造、不可避免的超挖現(xiàn)象給盾構隧道的管片上浮提供了空間，同時隧道管片周圍的地下水和未凝固的同步注漿漿液會為管片提供上浮力；除此之外，推進油缸的不平衡推力、同步注漿的流失均會使管片上浮。

2.1 硬巖含水地層的影響

盾構隧道所處的地層為中風化泥質(zhì)粉砂巖，因地層自穩(wěn)性較好，在盾構掘進后隧道拱頂土體不會立即塌落。此時如果不能及時填充拱頂外部的空間，就會為管片的上浮提供空間。同時，盾構隧道是防水性能優(yōu)良的空心桶體，外部常被地下水或未凝固的漿液包裹，隧道管片承受的上浮力大于管片的自重，在此作用下管片將有上浮趨勢；而且當同步注漿的漿液被地下水稀釋時，會導致同步注漿質(zhì)量變差，同步注漿的漿液初凝時間將被延長，從而進一步加劇管片的上浮。在計算上浮力時，因液體狀態(tài)的漿液密度更大，相比水對隧道管片會產(chǎn)生更大的上浮力，在此以水為介質(zhì)計算上浮力，根據(jù)阿基米德浮力計算公式每環(huán)管片所受的上浮力為

F浮=ρ水V排g=1.0×103×π×3.12×1.5×9.8=443.6 kN

式中，ρ水為水的密度，取1.0×103kg/m3；V排為一環(huán)管片排開水的體積；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

每環(huán)管片的重力為

G管=ρ管V管g=2 500×π×(3.12-2.752)×1.5×9.8=236.3 kN

因此每環(huán)管片所受到的合力為

F合=F浮-G管=443.6-236.3=207.3 kN

由以上計算可知每環(huán)管片在脫出盾尾后受到207.3 kN向上的合力，每環(huán)漿液經(jīng)同步注漿之后約經(jīng)過3環(huán)的掘進，約10 h凝固，在這段時間之內(nèi)砂漿混合液如果沒有完成初凝，將會給管片提供較大的上浮力，且無法約束管片上浮。

2.2 同步注漿工藝的影響

隧道上浮的主要原因是管片與土體之間存在間隙，同步注漿的作用就是對該間隙進行填充，因此同步注漿是否將空隙100%填充將直接影響管片的位移。

在同步注漿時，因盾構掘進時開挖斷面大于盾構外徑、漿液失水固結(jié)及部分漿液由于劈裂作用滲透到周圍地層，實際注漿量超過理論注漿量，因此實際注漿量難以確定。同時，同步注漿漿液達到初凝狀態(tài)需要一段時間，在此期間漿液可能被地下水稀釋，不能有效地填充隧道與地層之間的空隙。因此同步注漿漿液的注漿量和配置不合適時，隧道管片會產(chǎn)生上浮。此外，在注漿結(jié)束后，由于盾構的施工震動，隧道周圍未凝固的漿液可能被擠到周圍地層間隙，導致管片進一步上浮。

2.3 盾構機姿態(tài)的影響

盾構機在地層中掘進時，其運動軌跡是圍繞隧道設計軸線做蛇形運動，在此過程中要通過不斷調(diào)整各分區(qū)油缸千斤頂?shù)耐屏φ{(diào)整盾構姿態(tài)，盡量減少盾構機與設計軸線的偏移量。在盾構掘進中，盾構機會因為自身重量導致掘進軌跡偏移至隧道的中軸線以下，且當隧道由下坡變?yōu)樯掀聲r也會導致盾構偏移設計軸線，此時均需要加大下部分區(qū)千斤頂?shù)耐屏?，逐漸糾正盾構機的掘進軌跡，以滿足線路的設計要求。

因此在盾構實際掘進的過程中，在某些區(qū)間不可避免地會致使隧道管片下部承受較大的千斤頂推力，導致管片在截面上受力不均，進而造成管片上??；并且由于盾構的構造，盾構機切口環(huán)至支撐環(huán)處的重量遠大于盾尾至后配套臺車的重量，在管片脫離盾構支撐環(huán)后，管片將有上浮趨勢。

3 數(shù)值模型建立

針對硬巖地層管片上浮問題，在分析上浮原因的基礎上，為進一步探明上浮的主要原因，運用FLAC 3D仿真計算軟件建立數(shù)值模型模擬盾構隧道的施工過程。

3.1 基本假設

為了便于計算結(jié)構模型和對比分析各因素，對模型進行以下簡化處理：①將每環(huán)的6塊管片簡化為一個整體；②盾構穿越地層為中風化泥質(zhì)粉砂巖，上覆土為雜填土、粉質(zhì)黏土，各層土上覆厚度均取平均值，從上至下分別為3.8 m、5.3 m、14.3 m；③施工過程中縱向沒有坡度變化，始終為水平開挖；④數(shù)值模型中將考慮的受力簡化為均布力。

3.2 模型建立

為研究各施工因素對管片上浮的影響，對隧道的開挖過程進行模擬。模型長度為45 m，寬度為30 m，高度為36.9 m，隧道軸線埋深為22.6 m，隧道外徑為3.1 m，隧道內(nèi)徑為2.75 m，等代層外徑為3.18 m，模型共劃分為127 200個單元，建模模型如圖2所示。模型中土體采用Mohr-Coulomb(莫爾-庫侖)本構模型，等代層漿液在凝固前強度低，因此采用Mohr-Coulomb本構模型，在等代層漿液凝固后采用彈性本構模型，盾構外殼和管片均采用彈性本構模型。

圖2 建模模型

模型設定左右邊界面約束X方向位移，前后邊界面約束Y方向位移，底面約束X、Y、Z三個方向的位移，模擬過程中土層及材料物理力學參數(shù)如表1所示。

表1 土層及材料物理力學參數(shù)

3.3 施工過程模擬

在隧道開挖過程中考慮注漿壓力、上浮力、開挖面附加推力的影響。其中注漿壓力分為漿液對周圍土體的環(huán)向均布壓力和漿液對管片的環(huán)向均布壓力，上浮力為管片所受水平向上的均布荷載，開挖面附加推力為圓形均布荷載。

建立數(shù)值模型進行地應力平衡，每次開挖長度為1.5 m，20環(huán)管片開挖過程為：①開挖第1環(huán)管片范圍內(nèi)土體，在開挖面處設置附加推力，并用盾殼單元支護，進行力學平衡；②按照第1環(huán)管片處開挖步驟進行第2環(huán)管片范圍內(nèi)土體開挖，如此重復直到開挖至第5環(huán)位置盾殼全部進入地層；③開挖第6環(huán)管片范圍內(nèi)土體，將第1環(huán)處盾殼單元支護刪除設置液態(tài)漿液，在第1環(huán)管片位置處添加管片支護單元并給管片及周圍地層設置注漿壓力，給管片設置上浮力； ④按照第6環(huán)的開挖步驟進行數(shù)環(huán)后，將第1環(huán)處的注漿壓力及上浮力取消，并將漿液的液態(tài)性質(zhì)改為固態(tài)；⑤按照上個開挖步驟進行，直至20環(huán)管片長度開挖完成。

3.4 影響因素取值

(1) 同步注漿壓力。工程中采用同步注漿的方式填充盾尾的建筑空隙，同步注漿的壓力一般等于外部水土壓力之和。根據(jù)長沙地鐵6號線的現(xiàn)場施工情況注漿壓力在0.25～0.35 MPa之間，建模時取0.3 MPa。

在模擬同步注漿漿液時，在漿液材料為液態(tài)時注漿壓力存在，轉(zhuǎn)變?yōu)楣虘B(tài)時注漿壓力消失，在此之間注漿壓力逐漸減小，且當注漿材料為液態(tài)時為流體。由于以上過程難以模擬，管片與地層中空隙采用等代層替換，通過改變等代層的性質(zhì)來模擬漿液的性質(zhì)。工程中漿液的凝固時間為10～12 h左右，盾構日掘進量為7～9環(huán)左右，在模擬時可令漿液為液態(tài)的性質(zhì)保持在3環(huán)，漿液改進配比后在4～6 h即可凝固，在模擬時可令漿液為液態(tài)的性質(zhì)保持在2環(huán)左右。

(2) 附加推力。盾構附加推力是為保持盾構開挖面處穩(wěn)定所施加的力，根據(jù)長沙地鐵6號線的現(xiàn)場施工情況附加推力在0.2～0.3 MPa之間，附加推力取0.25 MPa。

(3) 上浮力。隧道管片被漿液包裹，在漿液凝固前管片受到上浮力的影響，模型中將上浮力設置為均布力，布置于管片的下半周，其大小為

4 管片上浮數(shù)值計算結(jié)果分析

通過對施工過程的模擬，發(fā)現(xiàn)盾尾后漿液保持3環(huán)液態(tài)性質(zhì)時，除了前4環(huán)因盾構始發(fā)，使用雙液瞬凝漿保證洞口附近不發(fā)生較大位移外，各環(huán)管片均發(fā)生不同程度的上浮；且管片的最大上浮量出現(xiàn)在第7環(huán)(35 mm左右)，模型垂直位移如圖3所示。

圖3 模型垂直位移

通過對第7環(huán)管片中心上浮值進行監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，在硬巖地段施工時，管片在距離盾尾最初的4.5 m內(nèi)發(fā)生大量上浮，而后上浮量進入穩(wěn)定狀態(tài)，第7環(huán)上浮位移如圖4所示。這與建模時考慮漿液保持液態(tài)的時間有關，而漿液凝固后，性質(zhì)得到提高，可以抵抗臨近管片傳遞的力。為探究管片上浮量的規(guī)律，下文將對液態(tài)早期彈性模量、地下水位及漿液凝固時間進行分析。

圖4 第7環(huán)上浮位移

4.1 漿液早期彈性模量對上浮的影響

不同種類的漿液在早期具有不同的強度，早期具有較高彈性模量的漿液在填充盾殼與襯砌管片外側(cè)之間的空隙后，可以更好地限制管片的上浮。本文探究了漿液的早期彈性模量為0.1 MPa、0.5 MPa、1 MPa時對管片中心最大上浮量的影響。

注漿體彈性模量對管片上浮的影響如圖5所示，當注漿體在盾尾后保持3環(huán)的液態(tài)性質(zhì)時，0.1 MPa 的早期彈性模量下，管片的上浮量達到32 mm 左右，而當早期彈性模量為0.5 MPa時上浮量只有22 mm左右，當早期彈性模量達到 1 MPa 時上浮值只有17 mm?？梢钥闯鲎{體初期彈性模量的增長，可以有效抑制管片上浮。同時初期的彈性模量從0.1 MPa增長到0.5 MPa時，對管片上浮的抑制作用比初期(彈性模量從0.5 MPa增長到1 MPa時)更明顯，因此采用早期具有較高彈性模量的漿液可有效抑制管片的上浮。

圖5 注漿體彈性模量對管片上浮的影響

4.2 地下水位對管片上浮的影響

為研究地下水水位的高低對管片上浮的影響，選取水位為18.8 m、12.8 m、6.8 m 3種工況下管片中心最大上浮量隨盾尾距離改變的變化。管片中心最大上浮量隨盾尾距離變化曲線如圖6所示，由圖可知管片中心的最大上浮量隨著水位的的升高而增大。低水位情況下具有更小的水壓，表現(xiàn)為對抑制管片的上浮更為有利，因此在施工過程中通過止水措施減小地下水的影響也很重要。

圖6 管片中心最大上浮量隨盾尾距離變化曲線

4.3 漿液凝固時間對上浮的影響

漿液凝固需要一定的時間，而漿液的快速凝固可很好地限制管片的上浮，為研究同步注漿漿液凝固時間對管片上浮的抑制作用，本文將漿液凝固時間等效為管片的施工時間，分別設定漿液凝固時間為施工2環(huán)管片、3環(huán)管片及4環(huán)管片的時間，管片中心的最大上浮量隨盾尾距離的變化曲線如圖7所示。

圖7 管片中心的最大上浮量隨盾尾距離的變化曲線

由圖7可知，標準工況下，漿液凝固時間為施工3環(huán)所需要的時間時，管片中心最大上浮值為32 mm左右，而漿液凝固時間為施工4環(huán)所需時間時，管片中心最大上浮值為55 mm左右，當漿液凝固時間為施工2環(huán)所需的時間時，管片中心最大上浮值為11 mm 左右。按照平均施工進度施工1環(huán)管片所需的時間為3～4 h來看，每增加施工1環(huán)管片的凝固時間，上浮值增加了20 mm以上，因此在同步注漿時選擇快速凝固的漿液對抑制管片上浮尤為重要。

5 硬巖地層管片上浮控制對策分析

1) 選擇合適的注漿漿液

通過以上分析，可知能否有效填充管片與地層之間的空隙是解決管片上浮問題的關鍵。為解決此問題，在同步注漿漿液填充量合適的情況下，漿液的初凝時間越早，則可以越快地填充空隙形成整體構造物，從而有效抑制管片上浮，使管片達到穩(wěn)定狀態(tài)。

經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，當單漿液的凝固時間為盾構施工2環(huán)距離時，可有效抑制管片上浮。經(jīng)過實驗同步調(diào)整注漿比例，將上浮嚴重位置原每方漿液中水泥用量由100 kg調(diào)整至150 kg，其他材料相應進行微小調(diào)整，同步注漿配合比參數(shù)如表2所示。經(jīng)過調(diào)整的單液漿能夠縮短同步注漿初凝時間，減緩漿液被稀釋的狀況，可在4～6 h內(nèi)初凝，固結(jié)收縮率小于5%，可以很好地填充管片和土體之間的間隙。

表2 同步注漿配合比參數(shù) (單位：kg)

2) 施作止水箍

實際施工過程中發(fā)現(xiàn)管片外水量較大，為避免盾構機后方與盾構機水道連通，需要對盾構后部水源進行阻斷。通過在盾尾后約10環(huán)位置及時施作止水環(huán)箍，既可以減小施工過程中滲流對土體的影響，又可以降低同步注漿漿液稀釋量，從而降低管片的上浮量。試驗段實踐證明，在同步注漿完成后，繼續(xù)用聚氨酯注漿在隧道的管片周圍形成止水環(huán)箍，在隧道的縱向形成止水隔離帶，能夠達到減緩、制約隧道上浮的效果，其中每隔10 m施作1環(huán)止水環(huán)箍。

3) 控制同步注漿

隧道管片與土體間的空隙為管片上浮提供了上浮空間，因此為了抑制管片上浮，嚴密地控制同步注漿的壓力和注漿量從而使空隙被充分填充尤為重要。

根據(jù)試驗段實踐，在施工過程中，同步注漿的注漿壓力為0.25～0.35 MPa，必須嚴格控制好注漿壓力，不宜超出設定的范圍。考慮到注漿時漿液在地層中的擴散作用及盾構機的超挖等情況，實際注漿量初步定為地層與隧道管片間空隙體積的150%～180%，經(jīng)計算填充空隙理論上每環(huán)需要3.57 m3，根據(jù)經(jīng)驗則為5.4～6.5 m3。同時，在注漿時為達到控制管片上浮的良好效果，調(diào)整分區(qū)的注漿參數(shù)，上部2個注漿管的注漿量及注漿壓力增大，下部2個注漿管的注漿量及注漿壓力減小，其中上部注漿量與下部注漿量的比值可采用2∶1甚至 2∶0。

4) 高彈性模量漿液的應用

通過分析，發(fā)現(xiàn)同步注漿漿液的早期彈性模量對管片的上浮有很大的影響，而不同的漿液因其不同的性質(zhì)，在應用時應該合理選擇，應用的單液惰性漿的終凝彈性模量為10 MPa左右，單液硬性漿的終凝彈性模量為40 MPa左右，雙液瞬凝漿的凝彈性模量為40 MPa左右，新型可塑漿的終凝彈性模量為20 MPa左右；其中單液硬性漿液和新型可塑漿液的性質(zhì)較好，可在施工時根據(jù)實際地質(zhì)情況直接使用，減小管片的上浮。雙液瞬凝漿因其速凝特性一般根據(jù)實際監(jiān)測情況在管片上浮嚴重地段進行二次注漿，經(jīng)過實驗，本工程中二次注漿漿液采用的雙液漿中水泥與水玻璃溶液的比例為1∶1，其中水泥漿液水灰比(質(zhì)量比)為0.8∶1，水玻璃溶液中水與水玻璃原液配比(體積比)為7∶3/6∶4，雙液漿可以在30 s左右快速凝固，既可有效抑制管片的上浮，又不會堵塞注漿管。

5) 控制盾構掘進

根據(jù)管片拼裝后上浮經(jīng)驗值，以及管片上浮規(guī)律，保證成型隧道偏差小于控制值(±40 mm)。通過在盾構機掘進時將推進軸線高程下降20 mm左右來抵消管片襯砌后期的上浮量，將施工后的隧道中心軸線與設計軸線的偏移量降至最小。同時在盾構掘進時以緩推為宜，掘進速度不應大于 3 cm/min，從而保證管片脫出盾尾時形成的空隙量可以被漿液及時、有效地填充固結(jié)，發(fā)揮漿液穩(wěn)定管片的作用。

6 結(jié)語

針對長沙地鐵6號線朝芙區(qū)間左線前100環(huán)管片上浮問題，經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，漿液的早期彈性模量、漿液的凝固時間及地下水位均對管片上浮有不同程度的影響。為了抑制管片上浮，提出了相應的控制措施，在后續(xù)施工過程中，管片的垂直偏差控制在40 mm以下，管片上浮問題得到良好的解決。本文得到的主要結(jié)論如下。

(1) 漿液的凝固時間對管片的上浮影響最大，將同步注漿的漿液配比進行調(diào)整，使?jié){液最初的凝固時間由10～12 h變?yōu)?～6 h，漿液的快速凝固可以較好地控制管片上浮。

(2) 較低的地下水壓力對抑制管片上浮更為有利，為減小地下水的影響，可在盾尾后每10環(huán)施作止水環(huán)箍形成止水隔離帶。

(3) 漿液的早期彈性模量對管片的上浮也有較大影響，在管片上浮較嚴重或地質(zhì)條件較差的地段可采用性質(zhì)較好的漿液，其中雙液漿可在30 s左右凝固起到抑制管片上浮的作用。

(4) 在盾構掘進過程中，控制好盾構機掘進姿態(tài)和掘進速度、同步注漿質(zhì)量及將盾構機推進軸線高程降低，可以有效抑制管片上浮。